强震作用下导管架基础结构特性分析

沈 骏

(上海市水利工程设计研究院有限公司，上海 200061)

0 引言

导管架作为一种钢结构，能较好地发挥其自重轻、塑性变形能力强和延性好的优点。由于钢材的延展性，导管架基础结构曾被认为能够抵抗强烈的地震荷载。然而，1994年 1月17日美国加州San Fernando Valley北岭地震中，陆域及附近海域大约有200多幢钢框架结构出现破坏，1995年1月17日日本兵库县南部地区阪神地震中出现不同程度破坏的钢结构建筑也高达988幢。本研究针对海上风电导管架基础，运用大型通用有限元软件ANSYS，对受到地震作用的导管架基础进行强度校核，得到基础的转角、位移、强度，判断结构的安全性和稳定性。

1 工程概况

本文以渤海某海上风电导管架平台为例，上部结构采用NREL 5 MW风力发电机，风机高度为60 m，下部为四桩型导管架基础结构，桩基础为直桩，导管架基础结构全部采用的DH36钢圆管，整个工程处于水深为50 m的海域。4根桩按正方形进行布置，导管架分为4层，最顶层尺寸为8 m×8 m，最底层尺寸为12 m×12 m。斜撑以X型布置。每层均布置水平横撑，导管架斜腿在高程为-44 m处改为垂直于地面的直腿，直至泥底高程-84 m处，其中泥面处高程为-50 m。塔筒底端、导管架基础顶端的高程为20.15 m，塔筒高度为60 m，塔筒壁厚在30 mm～32 mm之间变化，符合文献[1]～[3]对于5 MW上部风机塔筒壁厚通常在20 mm～40 mm之间的要求。图1为海上风电导管架基础结构示意图。该结构从桩和导管获得它的竖向和侧向支承。导管架模型参数见表1。

表1 导管架模型参数

2 输入地震波

目前，时程分析时输入的地震波一般有典型的地震记录、人工拟合地震波和拟建场地的实际地震记录。如果能够选用拟建场地的实际地震记录，那这将对结构的动力分析是最精确合理的，但由于地震是随机发生的，目前一般情况下拟建场地是很少有实际地震记录的，即使能够查找到本场地过去的地震信息，由于地震随机性，也不能准确预测未来地震特性。所以目前大多数工程都是选用同类型场地已有地震波进行抗震设计。

地震波的选取参考文献[4]中研究海洋环境下海上风电导管架基础结构动力响应时所输入的美国1994年位于Sylmar Converter站的Northridge地震波进行计算研究。其PGA(地震动加速度峰值)为6.74 m/s2，图2为调幅后Northridge地震波东西、南北向的地震波加速度时程，即Ansys软件中的X,Y向，计算步长取0.005 s，计算总时长取40 s。

3 结构动力响应分析

3.1 结构基本特性分析

采用ANSYS软件中的Block Lanczos计算方法对包含风机塔筒在内的导管架基础模型进行模态分析，机舱和风轮简化为集中质量施加在塔筒顶部。在矩阵特征值计算时，由于低阶模态在结构的动力响应中占主导地位，故本文只列出基础结构的前6阶模态，如表2所示，对应振型如图3所示，避免下部基础与上部机舱和风轮工作时产生共振，以保证结构建立的准确性与安全性。

由表2可见，基础结构的一阶和二阶频率相同，三阶和四阶频率相同，这是因为结构是对称的。对于海上风机基础，通常应该设计为较低的自然周期3 s～5 s的范围内，本文中的导管架基础结构第一、二阶频率为0.289 91，周期在该范围内，因此结构设计是合理的。图3a)～图3d)分别展示了不同方向和角度下的振型结果。由第一、二阶振型可见，基础结构中塔筒发生变形，其余部位变化不明显，说明塔筒的刚度影响了结构的固有频率。由第三、四阶振型中可见，塔筒上、中、下部发生了弯曲，连带着导管架基础结构均发生了歪扭的现象，说明塔筒和导管架的刚度较大程度地影响着结构的第三、四阶频率。由第五、六阶振型中可见，塔筒的变形不明显，而底部的导管架基础发生了较大的变形，桩基与塔筒连接处有较大变形，说明桩基的刚度对该阶频率影响较大。

目前海上风机机组的风轮多为三叶片式，因此风机与导管架基础发生共振的主要激励频率是风机叶轮旋转频率的1倍和3倍频率，在风机机组设计时，基础结构的固有频率应避开该频率区间。由表1可知，NREL 5 MW风机叶轮的转速范围大约是6.9 rpm/min～12.1 rpm/min，对应的风机叶轮旋转频率的1倍工作频率区间和3倍工作频率区间分别为[0.12，0.2]和[0.36，0.6]。德国GL规范[5]要求激励频率与基础结构整体的自振频率差别应在5%以上，即本文基础结构的允许频率应该在[0.21～0.342]区间内。本文中导管架基础结构的第一、二阶频率为0.289 91，在允许频率区间之内，而且其三阶及以上频率也已远远避开激励频率区间，因此该基础结构符合频率要求，不会与风机发生共振，结构安全。

3.2 地震作用下平台结构的响应

将地震波输入海上风电导管架基础结构模型中进行时程分析，采用6倍桩径法[6]，将桩基在泥面下6倍桩径深度处进行固结，约束各方向自由度。经计算，地震作用下海上风电导管架基础结构塔筒顶端(367号节点)和基础顶端(362号节点)的加速度时程、速度时程及其位移时程曲线分别如图4～图6所示。

由图4～图6可知，Northridge地震波输入的前2.5 s加速度较小，海上风电导管架基础结构的响应也较小。随着Northridge地震波加速度强度的增强，塔筒顶端的X向位移第一波峰值出现在3.8 s左右，其后位移波峰值逐渐增加，在7.025 s时塔筒顶端出现X向最大位移为1.23 m，此时Y向位移为-0.44 m，随着Northridge地震波加速度强度减弱，7 s后X向位移波峰值逐渐减小，直至平稳，20 s后基本稳定在0.01 m，并呈现小幅度的波动。与塔筒顶端X向位移相比，Y向塔筒顶端位移规律与X向位移类似但整体比X向位移偏小，塔筒顶端的Y向位移第一波峰值，也就是Y向最大位移出现在3.745 s为-0.46 m，此时X向位移为-0.61 m，在4.74 s时出现Y向塔筒顶端最大正向位移0.34 m，经过一段小幅波动后于6.98 s时出现另一个较大的Y向位移波峰值-0.41 m，随着Northridge地震波加速度强度的减弱，7 s后Y向波峰值逐渐减小，20 s后基本稳定在0.02 m，并呈现小幅度的波动。由于施加地震波时没有考虑竖向地震波，所以Z向位移响应较小，大约为3×10-13m，几乎可以忽略不计。本文位移曲线形态规律与文献[7]中相近，开始时有一段平稳期，位移逐渐增大直至最大，而后逐渐变小，也间接验证了本文中的模型。

Northridge地震波X向加速度第一波峰出现在3.31 s，而塔筒顶端X向第一响应波峰出现在3.80 s，滞后了0.49 s，Northridge地震波Y向加速度第一波峰出现在3.39 s，而塔筒顶端Y向第一响应波峰出现在3.745 s，滞后了0.335 s，这说明结构响应峰值与地面加速度峰值相比，存在一定的滞后，与文献[7]中规律一致。然而随着Northridge地震波加速度强度的减弱，平台结构响应仍出现几次峰值，这说明虽然地面振动减弱，但是频率接近结构自振频率情况下，因此结构仍然能在激励较小的情况下出现响应峰值。

与位移变化规律类似，速度随时间变化规律也是先增加后减弱直至平稳。在4.915 s时塔筒顶端X向达到最大速度为-2.60 m/s，此时Y向速度为-0.21 m/s，在塔筒顶端X向位移最大时，X向速度为0.01 m/s，Y向速度为-0.33 m/s。3.465 s时塔筒顶端Y向达到最大速度-1.27 m/s，此时X向速度为1.47 m/s，在塔筒顶端Y向位移最大时，X向速度为1.54 m/s，Y向速度为-0.14 m/s。

塔筒顶端X向加速度在3.93 s达到最大值-10.37 m/s2，此时Y向加速度为2.71 m/s2，Y向加速度在7 s达到最大值10.25 m/s2，此时X向加速度为-7.30 m/s2，其变化规律与位移类似。受余震的影响，塔顶位移和加速度曲线仍在小幅度范围内波动。位移最大时，速度已经减小至基本为0 m/s，加速度数值几乎最大，但之后位移减小，速度变换方向，加速度数值逐渐减小。该规律符合牛顿力学理论，证明模拟结果是正确的。另外，从图2中可以看出文中输入的X向地震波加速度峰值比Y向大，而图4中X向地震响应加速度峰值却和Y向差不多，这是因为本文中X向和Y向地震波波频谱特性不一样。所以结构动力响应加速度不仅仅只与地震动峰值加速度有关，还与地震波波频谱特性有着很大的关系。

由图4，图6可见，6.655 s时基础顶端(即塔筒底端)X向最大位移为0.09 m，此时加速度为-6.51 m/s2。6.545 s时Y向最大位移为-0.10 m，此时加速度为5.01 m/s2。位移在20 s后稳定在0.00 m。基础顶端X向加速度在3.93 s达到最大值-10.37 m/s2，此时X向位移为-0.087 m。基础顶端Y向加速度在7.185 s达到最大值-6.28 m/s2，此时Y向位移为-0.09 m。然后加速度减小，15 s左右基本在0 m/s2附近波动。相比加速度的迅速减小，位移的衰减仍然需要一段时间，17 s之后几乎达到较为稳定的幅值。与塔顶位移和加速度相比，基础顶端的位移和加速度的幅值均有所减小，符合一般的力学规律。

从图7中可以看出，X方向应力值最大，Z方向应力值最小，von mises应力随着结构的高度变大而减小，除了个别单元局部区域出现应力集中的情况，越靠近桩底处，应力越大，在桩底处出现最大von mises等效应力135 MPa，高度为-57.98 m，满足材料强度要求。由于X向Northridge地震波相较于Y向程度更大，所以结构任一节点的X方向应力和位移响应比Y方向大，Z方向最小。

4 结语

本文对海上风电导管架基础结构建立了整体模型，并进行地震作用下该结构的动力响应分析，主要结论如下：

1)采用时程分析法输入Northridge地震波，对海上风电导管架基础结构进行动力响应分析，发现塔筒顶端位移最大，且塔筒顶端X向最大位移在出现7.025 s为1.23 m，此时Y向位移为-0.44 m，Y向最大位移在出现3.745 s为-0.46 m，此时X向位移为-0.61 m。位移随时间变化呈先增加后来减弱直至平稳的规律，速度和加速度随时间的变化规律与位移类似，且在20 s时已经保持在一个较为稳定的状态。与Northridge地震波加速度峰值相比，结构响应峰值存在一定的滞后。与塔顶的位移和加速度相比，基础顶端的位移和加速度幅值均有所减小，且在17 s左右开始进入稳定状态；

2)输入的X向地震波加速度峰值比Y向大，而X向地震响应加速度峰值却和Y向差不多，这是因为本文中X向和Y向地震波波频谱特性不一样。结构动力响应加速度不仅仅只与地震动峰值加速度有关，还与地震波波频谱特性有着很大的关系；

3)地震作用下导管架基础结构X向应力较大，Y向和Z向应力较小，von mises应力随着结构的高度增大而减小，除了个别单元局部区域出现应力集中，越靠近桩底处，应力越大，在桩底处出现最大von mises等效应力135 MPa，高度为-57.98 m，满足材料强度要求。由于X向Northridge地震波相较于Y向程度更大，所以结构任一节点的X方向应力和位移响应比Y方向大，Z方向最小。